薄壁方钢管／竹胶合板组合空芯柱偏心抗压试验研究

赵卫锋，曹勇龙，周 靖，张武东，龙志林

（1.湘潭大学 土木工程与力学学院，湖南 湘潭 411105；2.华南理工大学 亚热带建筑科学国家重点实验室，广东 广州 510641）

本文通过试验研究SBCC 偏心抗压破坏模式，探讨SBCC长细比、空心率、偏心距（加载中心点到柱横截面形心点的距离）和净横截面面积（扣除空心面积后的柱横截面面积，即竹胶合板组合面积）对其极限承载力的影响，建立了SBCC 极限承载力计算模型.

1 试验概况

1.1 试件设计和制作

竹胶合板由2 440 mm×1 220 mm×10 mm（长×宽×厚）的毛竹竹胶合板裁切而成.根据质量检测结果，该批次竹胶合板含水率为9%（质量分数），横向和纵向静曲强度分别为52MPa 和83MPa，横向和纵向弹性模量分别为7.4×103MPa和8.3×103MPa.薄壁方钢管选用Q235镀锌无缝方钢管（钢材弹性模量为2.05×105MPa，屈服强度为260MPa，极限强度为340 MPa）.按照SBCC 试件要求选取20 mm×20 mm×1 mm，40 mm×40mm×1mm，60mm×60mm×1mm（长×宽×厚）3种尺寸方钢管.胶黏剂选用通用改性环氧树脂胶.该胶黏剂具有良好的韧性及抗冲击性能，耐老化、耐酸碱性能好，收缩率在1%以下，抗剪切强度为10MPa.

SBCC的设计包括竹胶合板组配方式、SBCC 净横截面面积以及空心率的设计.可根据竹胶合板横截面长宽比不同组配出多种SBCC 横截面形式.考虑到加工制作方便且能够后续应用形成工业化生产，选取了图1（a）所示的SBCC 横截面形式.该组配方式中的每一块竹胶合板都具有相同的宽度和长度.为研究SBCC净横截面面积、长细比、空心率及偏心距对其偏心抗压性能的影响，共设计了9 根SBCC（试件参数见表1）.SBCC 两端一侧粘贴等柱宽的梯形竹胶合板外伸牛腿（见图1（b）），粘贴厚度由SBCC偏心距大小确定.

SBCC长细比λ和空心率k 计算式如下：

图1 薄壁方钢管／竹胶合板组合空心柱Fig.1 Square thin－walled steel tube／bamboo－plywood composite hollow columns（SBCC）

将初始尺寸毛竹竹胶合板裁成设计要求的板材.同一SBCC尽可能使用相同原材料来源和相同毛竹纤维方向的板材.薄壁方钢管设计长度为柱两端分别内缩15～20mm.为保证薄壁方钢管／竹胶合板黏结强度及竹胶合板／竹胶合板黏结强度，先用砂纸将竹胶合板和薄壁方钢管表面打磨去屑，再将胶黏剂均匀涂刷在竹胶合板及薄壁方钢管粘贴面，15 ℃左右自然风干5～8min后，在竹胶合板和薄壁方钢管粘贴面涂刷第2遍胶黏剂，将竹胶合板和薄壁方钢管、竹胶合板和竹胶合板粘贴到一起，然后重物施压2d，保证竹胶合板粘贴面与薄壁方钢管粘贴面及竹胶合板粘贴面与竹胶合板粘贴面充分接触.试件加工完成后，养护10～15d，确保胶黏剂胶合强度充分发挥.

1.2 试验方法

SBCC偏心抗压试验在500kN 长柱压力机（荷载最小精度0.5kN）上进行.加载过程中SBCC 的纵向变形由沿纵向布置的位移计测量，侧向变形由位于同一弯曲平面内的3个位移计测量.柱端位移计位于SBCC抗压侧，离柱端约100～150mm，跨中位移计位于SBCC 受拉侧.加载试验装置如图2所示.在正式加载前对SBCC进行预压调整.加载时采用分级加载方式，每级加载增加约5kN，每级加载后持续2～3min.当SBCC 出现较大开裂破坏或变形迅速增长时终止试验.

表1 试件参数Table 1 Size parameters of specimens

图2 加载试验装置Fig.2 Schematic diagram of load test set－up

2 试验结果

2.1 SBCC受压破坏形态

SBCC受压破坏形态包括：

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（1）柱端部不同基体胶合面（竹胶合板与竹胶合板、薄壁方钢管与竹胶合板胶合面）开胶和竹胶合板材料开裂破坏（见图3（a））.当荷载增加到一定水平时，不同基体胶合面处开始出现微小裂缝；荷载继续增大，裂缝发展，开胶处竹胶合板外鼓；继续加载，竹胶合板与薄壁方钢管完全剥离，SBCC 轴向变形增大并伴有侧向变形.不同基体胶合面开胶破坏一般在离柱端100～200mm 处出现，竹胶合板材料开裂破坏一般出现在SBCC 两端.9 根SBCC 均不同程度地出现此类破坏，其中ZP7和ZP9试件表现更为明显，这是由于ZP7和ZP9试件长细比、空心率较小，其抗弯强度相对较高，在偏心弯矩作用下，局部破坏先于构件整体破坏产生，而局部破坏一旦产生就会形成应力集中区，致使裂缝向柱中扩展，从而导致试件发生破坏.柱端部不同基体胶合面开胶和竹胶合板材料开裂破坏产生的原因：SBCC 偏心受压而侧向变形，导致其法向拉应力超过了不同基体间的胶合强度以及竹胶合板材料的胶合强度，试件发生开胶、开裂破坏；SBCC 承压端面并非均匀受压面，局部的凹凸会使受压竹胶合板间出现纵向剪切力，在侧向拉力和纵向剪切力复合作用下，不同基体胶合面开胶，竹胶合板材料开裂；试件制作时虽然尽可能地让同一SBCC 的竹胶合板原材料来源相同，毛竹纤维方向相同，但由于竹材是一种各向异性材料，竹胶合板在加工、组合时存在材性方面的差异，导致竹胶合板材料抗压刚度存在差异，当试件受压时其就发生开胶、开裂破坏.

（2）柱身中部受拉侧不同基体胶合面开胶和抗压侧竹胶合板材料压屈破坏（见图3（b））.偏心距较大的ZP3 试件加载到一定水平时，柱身中部受拉侧不同基体胶合面出现微小裂缝，并伴随有“啪啪”声；随着荷载的增加，裂缝持续发展直至竹胶合板完全开裂外鼓，SBCC侧向变形增大.同时，随着荷载的增加，外层竹胶合板逐渐外凸，当接近极限荷载时，最外层竹胶合板剥离成若干层，且有部分折断，内层竹胶合板与薄壁方钢管胶合面则发生开胶破坏.

（3）柱整体开胶破坏（见图3（c））.ZP5 试件由于具有较大的长细比，相对其他试件较柔，除在加载初期，柱底端很小范围的不同基体胶合面开胶外，整个加载过程变形平缓，未出现明显的开裂和屈曲，但是随着荷载接近极限值时，SBCC 跨中挠度增长迅速，最终因挠度过大致使柱整体开胶破坏.

图3 SBCC破坏形态Fig.3 Failure modes of SBCC

2.2 SBCC侧向挠度

SBCC在不同受力阶段的侧向挠度变化有一定的规律，但由于SBCC 开胶破坏导致终止试验的条件不同而出现不同的侧向挠度测试结果.ZP3 和ZP4试件的侧向挠度测试结果较完整，如图4所示.图4中n为加载过程中作用在试件上的荷载（N）与极限荷载（Nu）的比值，相对高度为记录点高度与试件高度（长度）比值.

图4 各级荷载下SBCC侧向挠度Fig 4 Lateral deflection of SBCC at different load levels

由图4可以看出，加载初期，ZP3和ZP4试件的侧向挠度变化较小；当荷载增加至约为极限荷载的75%左右，ZP3和ZP4试件侧向挠度变化较明显.ZP3和ZP4试件虽然具有不同的偏心距和长细比，但荷载达极限荷载时试件最终的侧向挠度均在7.5 mm 左右.当荷载达到极限荷载的93%时，ZP3试件已经出现了较大侧向挠度.ZP4试件侧向挠度增长缓慢，当荷载达到极限荷载96%～100%时，试件侧向挠度才迅速增加，并呈现出脆性破坏.

3 SBCC极限承载力

3.1 影响因素分析

（1）长细比的影响.不同长细比SBCC 的荷载－跨中挠度曲线（N－um曲线）如图5 所示.由图5 可见，随着SBCC长细比的增加，其极限承载力降低；SBCC荷载－跨中挠度曲线在极限荷载前基本呈线性变化；在相同荷载作用下，SBCC 长细比越小，其抵抗变形能力越大.

图5 不同长细比SBCC的荷载－跨中挠度曲线Fig.5 N－umcurves for SBCC with different slenderness ratios

（2）空心率的影响.不同空心率SBCC 的荷载－跨中挠度曲线见图6（a），（b）.图6（a）中ZP6与ZP7试件空心率差值为0.187；图6（b）中ZP8与ZP9试件空心率差值为0.320.由图6（a），（b）可见：试件空心率小，其极限承载力高，抗变形能力好，当试件空心率差值越大，这种趋势越明显.

（3）偏心距的影响.不同偏心距SBCC 的荷载－跨中挠度曲线见图7.由图7 可见，随着偏心距增大，SBCC极限承载力明显降低.ZP1试件受压为轴心受压，当荷载达到极限荷载的80%之前，试件处于弹性阶段；ZP3试件受压为偏心受压，其所经历的弹性阶段很短，当荷载达到极限荷载的50%时，试件跨中挠度就开始出现非线性增长；ZP2试件跨中挠度随荷载变化状况处于上述两者之间.另外，相同荷载条件下，SBCC 偏心距增大，其跨中挠度也增大.

图6 不同空心率SBCC的荷载－跨中挠度曲线Fig.6 N－umcurves for SBCC with different hollow ratios

图7 不同偏心距SBCC的荷载－跨中挠度曲线Fig.7 N－umcurves for SBCC with different eccentric distances

（4）净横截面面积的影响.不同净横截面面积SBCC的荷载－跨中挠度曲线见图8.由图8 可知，SBCC净横截面面积越大，其极限承载力越大.ZP2，ZP7，ZP9试件净横截面面积比Ab，ZP2∶Ab，ZP7∶Ab，ZP9＝1∶1.88∶3.00，极限承载力比Nu，ZP2∶Nu，ZP7∶Nu，ZP9＝1∶1.91∶2.27，这表明SBCC 极限承载力与其净横截面面积之间存在非线性关系.另外，相同荷载条件下，SBCC净横截面面积不同，其变形也有所不同.

3.2 极限承载力计算公式

为了对SBCC的工程应用提供设计参考，以本次试验测试的SBCC 极限荷载为样本数据，根据前述SBCC偏心距、长细比和空心率等对其极限承载力的影响分析，结合承载力叠加原理，采用承载力总折减系数φ 为偏心率e（偏心距与SBCC横截面边长之比）影响系数φe、长细比影响系数φλ 和空心率影响系数φk 的乘积，建立SBCC 极限承载力计算公式：

图8 不同净横截面面积SBCC的荷载－跨中挠度曲线Fig.8 N－umcurves for SBCC with different net cross section sizes

式中：γ为薄壁方钢管承载力参与系数，按薄壁方钢管横截面面积（As）与SBCC 净横截面面积（Ab）比值确定；fs，y，fb，c分别为薄壁方钢管钢材屈服强度和竹胶合板的抗压强度.

根据SBCC极限承载力随其偏心距、长细比和空心率的变化趋势和柱端约束条件，并参考GB 5005—2003《木结构设计规范》，构建如式（4）、式（5）和式（6）所示的φλ，φe 和φk 的计算公式.

3.3 极限弯矩计算公式

试件偏心抗压时存在弯矩作用，薄壁方钢管及竹胶合板共同抵抗弯矩.SBCC 极限弯矩（Mu）的计算公式为：

式中：Ws，Wb分别为薄壁方钢管横截面抵抗矩和竹胶合板横截面抵抗矩；η 为弯矩抵抗系数，η＝为偏心率增大系数，γe＝0.380 8e＋0.810 4.

SBCC极限承载力试验值（Nut）、估算值（Nue）及极限弯矩试验值（Mut）、估算值（Mue）如表2所示.由表2可见：除了ZP7和ZP9试件极限承载力估算值比试验值偏大，其他试件二者基本吻合；除了ZP7试件极限弯矩估算值比试验值偏大，其他试件二者基本吻合.

表2 SBCC极限承载力试验值、估算值及极限弯矩试验值、估算值Table 2 Test value and estimated value of ultimate bearing capacity and test value and estimated value of ultimate bending moment for SBCC

4 结论

（1）SBCC 是一种优异的钢／柱组合柱，其横截面复合形式简单，加工制造容易.

（2）SBCC受压破坏形态主要有3种：柱端部不同基体胶合面开胶和竹胶合板材料开裂破坏、柱身中部受拉侧不同基体胶合面开胶和抗压侧竹胶合板材料压屈破坏、柱整体开胶破坏.

（3）SBCC 极限承载能力随其净横截面面积的增大而提高，随其长细比、偏心距和空心率的增大而降低.

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